752鋁合金雙絲mig焊噴丸耦合計(jì)算

752鋁合金雙絲mig焊噴丸耦合計(jì)算

0試驗(yàn)結(jié)果及分析al-zn-mg系列化合物可以加熱和強(qiáng)化鋁。經(jīng)過適當(dāng)?shù)募訜?，可以得到中等?qiáng)度（300.450mpa）或高強(qiáng)度（500mpa）。該系列化合物具有良好的焊接性能，對焊接熱的影響區(qū)域的軟化，通過自然時(shí)間得到恢復(fù)。適合焊接后拆卸后的不便處理結(jié)構(gòu)。一般來說，可以稱為中等強(qiáng)度或更高的焊接材料。然而，該系列材料的耐腐蝕性強(qiáng)，耐腐蝕性差，因此應(yīng)用有限。在焊接頭的焊接面上，焊接區(qū)的缺陷集中，組織不均勻。特別是，焊接和近縫區(qū)上的高焊接剩余力為間隙侵蝕和變形提供了力源，并對焊接結(jié)構(gòu)的靜強(qiáng)度和勞動(dòng)性有一定的負(fù)面影響1）。噴丸強(qiáng)化處理是一種提高金屬材料耐應(yīng)力腐蝕及抗疲勞能力簡單有效的方法.彈丸反復(fù)撞擊焊縫表面形成塑性變形層,可以均化表層組織結(jié)構(gòu)、細(xì)化晶粒,消除部分微裂紋、氣孔等顯微組織缺陷,并且噴丸處理能夠使焊接構(gòu)件表面殘余拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力,從而預(yù)防應(yīng)力腐蝕開裂的發(fā)生［2－4］.用試驗(yàn)方法確定噴丸工藝參數(shù)費(fèi)時(shí)費(fèi)力,因此嘗試通過對數(shù)值模擬計(jì)算的噴丸后殘余應(yīng)力場進(jìn)行對比分析,來確定噴丸處理參數(shù),并利用數(shù)據(jù)傳遞方法,進(jìn)行焊接與噴丸處理過程的耦合計(jì)算,預(yù)測噴丸處理對7A52鋁合金試板焊后表面殘余應(yīng)力的改善情況,以期對實(shí)際工藝參數(shù)選擇提供借鑒.1元模型的構(gòu)建1.1焊接接頭的有限元模型選用ABAQUS軟件進(jìn)行有限元計(jì)算分析.7A52鋁合金焊接試板的模型尺寸為100mm×100mm×10mm,對稱平板對接焊開V形60°坡口,如圖1所示.為節(jié)省計(jì)算時(shí)間,由結(jié)構(gòu)的對稱性選擇半側(cè)試板建模.考慮到后續(xù)對焊接接頭的噴丸處理,對焊縫及近縫區(qū)表層區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格局部細(xì)化,以兼顧后續(xù)噴丸模擬計(jì)算的準(zhǔn)確性.焊接接頭的噴丸處理區(qū)最小單元平均寬度為0.8mm,遠(yuǎn)離細(xì)化區(qū)域網(wǎng)格逐漸過渡增大,選用溫度位移耦合積分單元(C3D8T),焊接接頭的有限元模型如圖2所示.為了精確模擬焊接過程的溫度場、應(yīng)力場,需考慮焊接材料物理參數(shù)隨溫度的變化,7A52鋁合金選用材料特性數(shù)據(jù)見表1［5］.選擇ER5356鋁合金焊絲作為填充材料,焊絲直徑為φ1.6mm,焊接速度50cm/min.主機(jī)焊接電弧電壓16~20V,焊接電流200~220A;輔機(jī)焊接電弧電壓18V,焊接電流190A.雙絲MIG焊的電弧沖力效應(yīng)較大,常采用雙橢球形熱源模型［6］,橢球熱源幾何尺寸依焊接熔池實(shí)際尺寸確定［7］.通過DFLUX子程序進(jìn)行熱源加載.分別對焊接試板施加對稱面約束、底面起焊點(diǎn)沿焊接方向位移約束及下底面外沿兩頂點(diǎn)厚度方向位移約束,使試板在焊接過程中處于只受重力的無約束自由狀態(tài).1.2單彈簧撞擊模型噴丸是一個(gè)瞬態(tài)非線性動(dòng)力學(xué)過程,作用時(shí)間極短,彈丸沖擊作用下會(huì)引起材料內(nèi)部應(yīng)力波的傳播和反射.而模型中試板的尺寸較小,在計(jì)算動(dòng)態(tài)過程時(shí),被撞試板邊界的應(yīng)力反射效應(yīng)會(huì)降低計(jì)算結(jié)果的穩(wěn)定性,必須加以考慮.故借助ABAQUS提供的無限元方法,在距離關(guān)心的有限元計(jì)算區(qū)域一定遠(yuǎn)處布置相連接的無限元,即把模型邊界近似為無限區(qū)域處理.積分單元類型選用線性減縮積分單元(C3D8R)及無限吸收邊界單元(CIN3D8).在單彈丸撞擊分析模型中,鑒于球體彈丸及被撞試板的幾何稱性,取1/4模型進(jìn)行計(jì)算以節(jié)省運(yùn)算量,試板尺寸設(shè)定為12.5mm×12.5mm×6mm.為了優(yōu)化7A52鋁合金試板噴丸處理參數(shù),綜合考慮彈丸直徑、撞擊速度對噴丸處理效果的影響,分別設(shè)置彈丸直徑為4,6,8和10mm,選擇彈丸初始速度為4,8,12和15m/s,速度方向垂直于被撞試板表面.被撞7A52鋁合金試板選取20℃時(shí)的材質(zhì)力學(xué)性能進(jìn)行計(jì)算,參數(shù)見表1.彈丸材質(zhì)為GCr15軸承鋼,其基本力學(xué)參數(shù)為:Young’s模量219GPa,泊松比0.3,密度為7380kg/m3［8］,其硬度比7A52鋁合金靶材高很多,撞擊后彈丸通常不會(huì)發(fā)生塑性變形,故將彈丸設(shè)置為剛體以節(jié)省計(jì)算時(shí)間.對試板的底面設(shè)定固支邊界條件U1=U2=U3=UＲ1=UＲ2=UＲ3=0,約束x,y,z方向位移及繞各軸旋轉(zhuǎn)自由度,彈丸及試板需各自設(shè)定兩個(gè)對稱面約束.當(dāng)試板與彈丸接觸區(qū)域網(wǎng)格尺寸小于0.05dshot(彈丸直徑)時(shí),殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果較接近試驗(yàn)測量值［9，10］,并考慮到后續(xù)計(jì)算結(jié)果分析,對試板撞擊區(qū)域進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化.撞擊區(qū)網(wǎng)格最小尺寸為0.02mm×0.02mm×0.02mm,單彈丸撞擊靶材的有限元模型如圖3所示.1.3拉、壓殘余應(yīng)力焊后鋁合金試板的噴丸過程模擬分析是將ABAQUS/Standard求解器計(jì)算的試板焊接殘余應(yīng)力結(jié)果,傳遞到ABAQUS/Explicit中進(jìn)行噴丸處理后續(xù)計(jì)算.因焊接過程計(jì)算量較大,如果焊接試板模型噴丸處理區(qū)域選用0.3mm=0.5dshot尺寸的網(wǎng)格,相應(yīng)計(jì)算成本過高.因此為兼顧計(jì)算成本及計(jì)算準(zhǔn)確性,焊接試板噴丸處理區(qū)域選用0.8mm邊長網(wǎng)格.分別另建0.3和0.8mm邊長網(wǎng)格噴丸模型,分析網(wǎng)格尺寸對計(jì)算結(jié)果的影響.0.8mm大網(wǎng)格計(jì)算后對應(yīng)的拉、壓殘余應(yīng)力值均低于0.3mm小網(wǎng)格模型計(jì)算值.其在試板表面處殘余應(yīng)力相差最少,約低15%;0.2~2mm深度處殘余壓應(yīng)力相差較大,平均相差約30%;隨深度增大差值逐漸減小,2~10mm深度處小30~10MPa.故模型殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果較采用0.3mm網(wǎng)格模型略低.此外0.8mm網(wǎng)格模型撞擊后的表面塑性應(yīng)變(PE)最大值、等效塑性應(yīng)變(PEEQ)最大值均小于0.3mm網(wǎng)格模型.表明增大網(wǎng)格尺寸會(huì)降低噴丸結(jié)果的應(yīng)力、應(yīng)變集中.綜合考慮1.2節(jié)中計(jì)算的優(yōu)化結(jié)果及試驗(yàn)實(shí)際情況,選取焊接接頭噴丸參數(shù)為彈丸直徑6mm、撞擊速度12m/s,此條件下彈丸撞擊后,試板產(chǎn)生的塑性變形區(qū)直徑為1.5mm.噴丸處理是一個(gè)彈丸反復(fù)隨機(jī)撞擊過程,真實(shí)噴丸條件下,某些區(qū)域會(huì)受到多次擊打,產(chǎn)生劇烈塑性形變引起局部應(yīng)力集中,進(jìn)而帶來變形協(xié)調(diào)性問題;另外還可能存在部分區(qū)域未受到擊打,表面無塑性變形.但隨機(jī)真實(shí)撞擊情況來研究噴丸覆蓋率與試板整體殘余應(yīng)力關(guān)系存在一定難度,故將噴丸過程簡化為陣列形式分層撞擊,焊縫及附近區(qū)域按塑性形變區(qū)無重疊的最密排方式排列彈丸,此時(shí)覆蓋率C=90.7%,由于模型中單元網(wǎng)格尺寸劃分較大,故近似認(rèn)為此情況下噴丸覆蓋率為100%.根據(jù)1.1節(jié)中焊接接頭殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果,焊縫中心處試板沿橫向的焊縫縱向應(yīng)力分布為在距離焊縫中心11.5mm處由拉應(yīng)力轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力.為了有效消除焊縫附近的表層拉應(yīng)力,選取噴丸處理寬度為距離焊縫中心14mm,圖4為多層彈丸撞擊焊后鋁合金試板模型.2結(jié)果和分析2.1試驗(yàn)板殘余應(yīng)力試板焊后縱向殘余應(yīng)力沿試板橫向分布如圖5所示,試板焊縫處為拉應(yīng)力集中分布區(qū)域,拉應(yīng)力最大值為281MPa,約為室溫下屈服強(qiáng)度的0.65倍,與文獻(xiàn)所述的(0.5~0.8)ReL吻合較好.在距離焊縫中心11.5mm處,試板表面拉應(yīng)力達(dá)到零值,隨著與焊縫距離的增大轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力,在距離焊縫中心17mm處,壓應(yīng)力達(dá)到最大值-92.9MPa.可見拉應(yīng)力的最大值比壓應(yīng)力的最大值高出2倍,故焊縫橫向上縱向收縮引起的拉應(yīng)力占主導(dǎo)地位.焊后試板縱向殘余應(yīng)力沿試板橫向分布曲線與普通鋁合金類材料應(yīng)力曲線形態(tài)有一定差別,其最大拉應(yīng)力峰值出現(xiàn)在距離焊縫中心較近的位置,此時(shí)7A52高強(qiáng)鋁合金縱向焊接殘余應(yīng)力雙峰分布特征已經(jīng)不是十分明顯,這主要是由于高強(qiáng)鋁合金的彈性模量、屈服強(qiáng)度相對于普通鋁合金材料提高幅度較大所導(dǎo)致［12］.2.2彈撞擊后殘余應(yīng)力彈丸材質(zhì)、彈丸直徑、撞擊速度等噴丸工藝參數(shù)的選擇將決定噴丸處理效果.彈丸直徑?jīng)Q定彈丸質(zhì)量,在相同的撞擊速度下彈丸動(dòng)能與彈丸直徑的三次方呈線性關(guān)系.為了研究彈丸大小對試板表層殘余應(yīng)力的影響,選取相同撞擊速度下不同彈丸粒徑撞擊后的殘余應(yīng)力分布結(jié)果進(jìn)行分析.彈丸直徑選取4,6,8,10mm,在撞擊速度4,8,12,15m/s下分別進(jìn)行對比.圖6是彈丸以相同速度12m/s撞擊鋁合金試板后,y方向(平行于試板表面方向)殘余應(yīng)力隨深度而變化的情況.此速度下,直徑4和6mm彈丸撞擊后試板最大殘余壓應(yīng)力值出現(xiàn)在表面,分別為84.3和122.2MPa;直徑8和10mm彈丸撞擊后試板表面殘余壓應(yīng)力為110.7和116.5MPa,試板最大殘余壓應(yīng)力位于距表面0.9和1.1mm處,達(dá)到149.6和186.2MPa.可見試板表面殘余壓應(yīng)力值并非隨彈丸直徑變大而單調(diào)增加,而是有一極限值,達(dá)到極限值后表面殘余壓應(yīng)力不再增大.此時(shí)直徑4,6,8和10mm彈丸對應(yīng)受撞試板壓應(yīng)力層深度依次為1.40(0.35dshot),2.17(0.36dshot),2.68(0.34dshot)和3.32(0.33dshot)mm,壓應(yīng)力層深度隨彈丸直徑變大而線性增加,其相關(guān)系數(shù)平均值大小為0.34dshot.圖7是彈丸直徑6mm時(shí),不同撞擊速度下殘余應(yīng)力沿厚度方向分布的模擬計(jì)算結(jié)果.彈丸以4,8和12m/s撞擊后,最大殘余壓應(yīng)力都出現(xiàn)在表面,分別為41.8,104.2和122.2MPa;以15m/s速度撞擊后,表面殘余壓應(yīng)力為124.5MPa,但最大殘余壓應(yīng)力為127.7MPa已移至距表面0.24mm處.彈丸的動(dòng)能與撞擊速度呈線性關(guān)系,當(dāng)以4和8m/s速度撞擊后,此時(shí)彈丸的動(dòng)能有限,故這兩個(gè)撞擊速度下應(yīng)力隨深度變化曲線的形狀基本一致.當(dāng)撞擊速度增大至12m/s時(shí),曲線出現(xiàn)了明顯的拐點(diǎn).隨著彈丸撞擊速度繼續(xù)增大至15m/s,表面殘余壓應(yīng)力的增幅逐漸減小,表面殘余壓應(yīng)力值并趨于某常數(shù)值.圖8為不同彈丸直徑時(shí),受撞試板殘余壓應(yīng)力層深度隨彈丸速度的線性擬合曲線.可以看出,壓應(yīng)力層深度隨撞擊速度的增大而單調(diào)線性增加,曲線中各點(diǎn)的線性回歸性很好,且直線斜率隨彈丸直徑的增大而增大,說明大直徑彈丸撞擊速度增大后,鋁合金試板壓應(yīng)力深度增幅更大.2.3殘余應(yīng)力分布模型中試板縱向應(yīng)力計(jì)算結(jié)果云圖如圖9所示,圖10為焊后試板經(jīng)單層彈丸撞擊后的縱向應(yīng)力分布云圖.對比分析圖9與圖10可知,焊后試板表面縱向殘余應(yīng)力集中分布在焊縫中部,在離開焊縫的周圍區(qū)域逐漸過渡為壓應(yīng)力;經(jīng)噴丸處理后,焊縫附近的殘余應(yīng)力場與彈丸撞擊所產(chǎn)生的應(yīng)力場發(fā)生耦合作用,超過了材料的屈服強(qiáng)度,試板表面被彈丸撞擊后發(fā)生局部塑性變形,并引入了新的應(yīng)力使原殘余應(yīng)力分布發(fā)生明顯變化.另外圖10中彈丸撞擊后的壓痕部位顯示出較大局部殘余壓應(yīng)力.圖11為12層彈丸依次連續(xù)撞擊后試板表面的縱向殘余應(yīng)力分布,經(jīng)過彈丸多次反復(fù)撞擊,在單次撞擊后焊縫表層所殘留的部分殘余拉應(yīng)力區(qū)已基本消失,試板表層形成了整體分布比較均勻的殘余壓應(yīng)力場.圖12為噴丸處理前后試板表面縱向殘余應(yīng)力的橫向分布結(jié)果曲線,在經(jīng)過噴丸處理的區(qū)域內(nèi),焊縫表面的拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力,但壓應(yīng)力并不呈平滑曲線,而是呈鋸齒狀分布,壓應(yīng)力值最小處為-12.3MPa,壓應(yīng)力最大處為-307.4MPa,大部分區(qū)域的壓應(yīng)力值分布在-120~-240MPa范圍內(nèi).產(chǎn)生這種應(yīng)力分布形式的原因主要有兩個(gè)方面:其一,試板表層有限元分析網(wǎng)格劃分不是特別細(xì)小,在碰撞接觸計(jì)算時(shí)容易產(chǎn)生應(yīng)力集中,這主要是為了兼顧焊接應(yīng)力場的計(jì)算,焊接熱力耦合計(jì)算過程占用內(nèi)存大、計(jì)算速度慢,若網(wǎng)格劃分過細(xì)焊接過程無法進(jìn)行運(yùn)算;其二,試板表面受彈丸的反復(fù)撞擊和擠壓,發(fā)生嚴(yán)重塑性變形,形成的彈坑使表層面積增大呈現(xiàn)壓應(yīng)力狀態(tài),而附近區(qū)域出現(xiàn)拉應(yīng)力相平衡,這樣拉壓應(yīng)力相互作用,不可避免的引起表面局部應(yīng)力集中,導(dǎo)致表面應(yīng)力未能達(dá)到較均勻分布.圖13為噴丸處理前后殘余應(yīng)力沿試板厚度方向變化曲線,噴丸處理后焊縫的近表層出現(xiàn)較大壓應(yīng)力,最大壓應(yīng)力246.8MPa位于焊縫表面,但隨深度增加壓應(yīng)力迅速遞減,在距表面0.76mm深度處,壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力,1.5mm深度附近殘余應(yīng)力值與焊縫初始應(yīng)力接近.此壓應(yīng)力層深度與無殘余應(yīng)力試板噴丸處理后相比差距較大,2.2節(jié)中的計(jì)算結(jié)果顯示,無殘余應(yīng)力試板在6mm彈丸以12m/s速度撞擊后表面壓應(yīng)力層深度可達(dá)2.17mm.2.4微膠囊的顯微硬度材料硬度按測試原理不同可分為劃痕硬度、壓入硬度和回彈硬度,但無論哪種硬度測定方法,當(dāng)存在殘余應(yīng)力時(shí)都要受到影響.在壓入硬度的測試時(shí),當(dāng)試樣表面存在拉應(yīng)力時(shí),壓痕四周將產(chǎn)生凹陷;當(dāng)存在壓應(yīng)力時(shí)壓痕四周會(huì)產(chǎn)生凸起,如圖14所示.如果這種受應(yīng)力值影響的硬度值變動(dòng)很大,就可以通過硬度的測定來測量殘余應(yīng)力［13］.圖15為洛氏硬